## PENGECEKAN PENAMPANG FONDASI TIANG TERHADAP FENOMENA LIKUIFAKSI AKIBAT GEMPA
Kefas Januar 1 dan Alfred Jonathan Susilo 2
1 Program Studi Sarjana Teknik Sipil, Universitas Tarumanagara, Jl. Letjen S. Parman No. 1, Jakarta, Indonesia kefas.325180068@stu.untar.ac.id
2 Program Studi Sarjana Teknik Sipil, Universitas Tarumanagara, Jl. Letjen S. Parman No. 1, Jakarta, Indonesia alfred@ft.untar.ac.id
Masuk: 20-09-2022, revisi: 03-10-2022, diterima untuk diterbitkan: 08-10-2022

## ABSTRACT
Liquefaction is a phenomenon that can cause failure of the foundation. One type of foundation used is a pile foundation and it is necessary to check the effect of liquefaction. Checking the cross section of the pile foundation against the influence of liquefaction is done by varying the size and geometry of the cross section. First, check the liquefaction potential of the soil layer. Then, the axial bearing capacity is calculated without and with the influence of liquefaction. After that, the finite difference analysis on the foundation is carried out with the help of the program to obtain the lateral displacements and internal forces of the pile followed by control of the permissible lateral displacement and the capacity of the pile foundation. The results show that the foundation has failed axial bearing capacity and does not meet the requirements for moment capacity. After increasing the number of piles, the lateral displacements and shears for drilled shafts with a diameter of 1000 mm in all column positions meet the requirements for the permissible shear and lateral displacement capacities. In addition, driven piles with dimensions of 350 x 350 mm and 500 x 500 mm only meet the requirements for shear capacity.
Keywords:  liquefaction;  pile  foundation;  optimum  cross  section;  cyclic  stress  ratio  (CSR);  cyclic  resistance  ratio (CRR); lateral displacement

## ABSTRAK
Likuifaksi  merupakan  fenomena  yang  dapat  menyebabkan  kegagalan  pada  fondasi.  Salah  satu  jenis  fondasi  yang digunakan adalah fondasi tiang dan perlu dilakukan pengecekan terhadap pengaruh likuifaksi. Pengecekan penampang fondasi  tiang  terhadap  pengaruh  likuifaksi  dilakukan  dengan  melakukan  variasi  terhadap  ukuran  dan  geometri penampang. Pertama, dilakukan pengecekan potensi likuifaksi dari lapisan tanah. Kemudian, dilakukan perhitungan daya dukung aksial tanpa dan dengan pengaruh likuifaksi. Setelah itu, analisis beda hingga pada fondasi dilakukan dengan bantuan program untuk mendapatkan perpindahan lateral dan gaya-gaya dalam tiang yang dilanjutkan dengan kontrol  terhadap  perpindahan  lateral  yang  diizinkan  dan  kapasitas  dari  fondasi  tiang.  Hasil  menunjukkan  bahwa fondasi  mengalami  kegagalan  daya  dukung  aksial  dan  tidak  memenuhi  syarat  untuk  kapasitas  momen.  Setelah dilakukan  penambahan  jumlah  tiang,  perpindahan  lateral  dan  geser  untuk  tiang  bor  dengan  diameter  1000  mm  di semua posisi kolom memenuhi persyaratan kapasitas geser dan perpindahan lateral yang diizinkan. Selain itu, tiang pancang dengan dimensi 350 x 350 mm dan 500 x 500 mm hanya memenuhi persyaratan untuk kapasitas geser.
Kata kunci: likuifaksi; fondasi tiang; penampang optimum; cyclic stress ratio (CSR); cyclic resistance ratio (CRR); perpindahan lateral

## 1. PENDAHULUAN

## Latar Belakang
Gempa bumi merupakan pelepasan energi tiba-tiba dari kerak bumi sehingga menciptakan gelombang seismik dan menyebabkan  terjadinya  guncangan  pada  tanah.  Peristiwa  gempa  menyebabkan  struktur  bangunan  rusak  dan hilangnya korban jiwa. Kerusakan pada struktur bangunan disebabkan oleh hilangnya kekakuan pada tanah dan salah satu penyebabnya adalah fenomena likuifaksi.
Likuifaksi  merupakan  proses  hilangnya  kekuatan  atau  kekakuan  pada  tanah  yang  disebabkan  oleh  peningkatan tegangan air pori pada saat kondisi tak terdrainase ( undrained ) yang menyebabkan tegangan efektif tanah berkurang atau bahkan hilang selama gempa berlangsung. Berkurang atau hilangnya tegangan efektif pada tanah menyebabkan
rusak dan tenggelamnya bangunan dan struktur lainnya ke dalam tanah. Kerusakan bangunan akibat likuifaksi tidak terlepas dari peran fondasi yang menopangnya.
Salah satu fondasi yang digunakan pada bangunan adalah fondasi tiang. Beberapa kegagalan fondasi tiang di tanah yang terlikuifaksi antara lain adalah kegagalan tekuk, momen, geser, penurunan, dan daya dukung. Selain itu, perlu diperhatikan  juga  perpindahan  lateral  maksimum  yang  dialami  oleh  tiang  tersebut  agar  tidak  melewati  batas perpindahan lateral yang diizinkan. Kegagalan fondasi sangat bergantung pada kekakuan tiang dan salah satu faktor yang  mempengaruhi  kekakuan  adalah  penampang  dari  fondasi  itu  sendiri.  Penampang  harus  direncanakan  secara optimum untuk mengantisipasi kegagalan yang dialami oleh fondasi tiang.
Penelitian  di  Indonesia  mengenai  pengaruh  penampang  fondasi  tiang  terhadap  fenomena  likuifaksi  masih  sangat kurang. Para peneliti di Indonesia perlu banyak mempelajari lebih lanjut tentang pengaruh penampang fondasi tiang agar mendapatkan pemahaman yang lebih mendalam dalam merencanakannya sehingga kegagalan fondasi tiang dapat diantisipasi. Oleh karena itu, diusulkan penelitian ini untuk melakukan analisis pengaruh penampang fondasi tiang terhadap fenomena likuifaksi.

## Batasan Masalah
Berikut merupakan batasan-batasan masalah yang ditetapkan untuk penelitian ini:
• Jenis fondasi tiang hanya dibatasi sebanyak dua yaitu tiang pancang dan bor.
• Material yang digunakan hanya berasal dari beton.
• Mutu beton yang digunakan untuk fondasi tiang bor dan pancang masing-masing adalah sebesar 25 MPa dan 42 MPa.
• Diameter fondasi tiang bor yang digunakan adalah 300 mm, 600 mm, dan 1000 mm.
• Ukuran fondasi tiang pancang persegi yang digunakan adalah 200 x 200 mm, 350 x 350 mm, dan 500 x 500 mm.
• Fondasi tiang ditetapkan memiliki panjang yang sama untuk semua jenis tiang.
• Fondasi  tiang  pancang  diasumsikan  dapat  menembus  lapisan  lensa  sehingga  dapat  dicapai  kedalaman yang sama dengan fondasi tiang bor.
• Analisis beban lateral yang telah memperhitungkan gempa dilakukan hanya untuk tiang tunggal.
• Perhitungan penurunan fondasi tiang tidak dilakukan.
• Perhitungan kekuatan sambungan tiang pancang tidak dilakukan.
• Perhitungan anggaran biaya tidak dilakukan.

## Rumusan Masalah
Berdasarkan latar belakang yang telah dijelaskan sebelumnya, berikut merupakan permasalahan di dalam penelitian ini:
• Besar daya dukung izin fondasi tiang tanpa dan dengan pengaruh likuifaksi.
• Besar perpindahan lateral maksimum fondasi tiang akibat fenomena likuifaksi.
• Besar momen lentur maksimum fondasi tiang akibat fenomena likuifaksi.
• Besar gaya geser maksimum fondasi tiang akibat fenomena likuifaksi.
• Penampang optimum fondasi tiang untuk mengantisipasi pengaruh likuifaksi.

## Tujuan Penelitian
Berdasarkan rumusan masalah yang telah disusun, berikut merupakan tujuan yang hendak dicapai dalam penelitian ini:
• Memperoleh besar daya dukung izin fondasi tiang tanpa dan dengan pengaruh likuifaksi.
• Memperoleh besar perpindahan lateral maksimum fondasi tiang akibat fenomena likuifaksi.
• Memperoleh besar momen lentur maksimum fondasi tiang akibat fenomena likuifaksi.
• Memperoleh besar gaya geser maksimum fondasi tiang akibat fenomena likuifaksi.
• Menetapkan penampang optimum fondasi tiang untuk mengantisipasi pengaruh likuifaksi.

## Metode Chinese Criteria
Metode pengecekan potensi likuifaksi ini memiliki syarat yaitu persentase butiran halus < 0,005 mm kurang dari 15%. Selain itu, syarat-syarat lain yang harus dipenuhi adalah Liquid Limit ( 𝐿𝐿 ) < 35% dan kadar air ( 𝑤 𝑐 ) > 0,9 𝐿𝐿 (lihat Gambar 1).
Gambar 1. Grafik metode chinese criteria (Seed & Idriss, 1982)

## Metode Seed et al. (2003)
Metode pengecekan likuifaksi ini memiliki batas-batas nilai untuk Liquid Limit ( 𝐿𝐿 ) dan Plasticity Index ( 𝑃𝐼 ) yang membagi  zona  tanah  yang  rawan  dan  tidak  rawan  terjadi  likuifaksi  seperti  pada  Gambar  2.  Selain  itu,  metode  ini direkomendasikan untuk tanah dengan:
• Persentase butiran halus ( fine content ) ≥ 20% dan Plasticity Index ( 𝑃𝐼 ) > 12%.
• Persentase butiran halus ( fine content ) ≥ 35% dan Plasticity Index ( 𝑃𝐼 ) < 12%.
Gambar 2. Grafik metode Seed et al. (Seed et al., 2003)

## Metode Bray & Sancio (2006)
Metode ini merupakan perkembangan dari penelitian yang dilakukan oleh Bray et al. (2004b) dengan nilai  batasan yang terbagi dalam zona tanah berpotensi rawan terjadi likuifaksi ( 𝑤 𝑐 ≥ 0,85 𝐿𝐿 dan 𝑃𝐼 ≤ 12%), cukup rawan terjadi likuifaksi ( 𝑤 𝑐 > 0,8 𝐿𝐿 dan  12 < 𝑃𝐼 < 18%), dan yang tidak rawan terjadi likuifaksi ( 𝑃𝐼 ≥ 18%) seperti pada Gambar 3.
Gambar 3. Grafik metode Bray et al. (Bray et al., 2004b)

## Metode CSR dan CRR
Persamaan untuk metode CSR (Seed & Idriss, 1971) dan CRR (Idriss & Boulanger, 2008) adalah sebagai berikut:
𝐶𝑆𝑅 = 0,65 ( 𝑎 𝑚𝑎𝑥 𝑔 ) ( 𝜎 𝑣𝑜 𝜎 𝑣𝑜 ′ ) 𝑟 𝑑 (1)
𝐶𝑅𝑅 𝑀 = exp [ (𝑁 1 ) 60𝑐𝑠 14,1 + ( (𝑁 1 ) 60𝑐𝑠 126 ) 2 − ( (𝑁 1 ) 60𝑐𝑠 23,6 ) 3 + ( (𝑁 1 ) 60𝑐𝑠 25,4 ) 4 − 2,8 ] 𝐾 𝜎 𝑀𝑆𝐹 (2)
dengan 𝐶𝑆𝑅 = cyclic stress ratio , 𝐶𝑅𝑅 𝑀 = cyclic resistance ratio untuk gempa selain M 7,5, 𝑎 𝑚𝑎𝑥 = percepatan tanah puncak  di  permukaan, 𝑔 =  percepatan  gravitasi  (9,81  m/s 2 ), 𝜎 𝑣𝑜 =  tegangan overburden total, 𝜎 𝑣𝑜 ′ =  tegangan overburden efektif, 𝑟 𝑑 = koefisien reduksi tegangan, (𝑁 1 ) 60𝑐𝑠 = nilai N-SPT yang terkoreksi dan ekuivalen dengan pasir bersih, 𝐾 𝜎 = faktor koreksi overburden , dan 𝑀𝑆𝐹 = faktor skala magnitudo gempa untuk gempa selain M 7,5.

## Daya Dukung Ultimit dan Izin Fondasi Tiang
Daya dukung ultimit fondasi tiang merupakan jumlah dari daya dukung ujung dan selimut yang ditunjukkan melalui persamaan berikut:
𝑄 𝑢,𝑠𝑖𝑛𝑔𝑙𝑒 = 𝑄 𝑝 + 𝑄 𝑠 (3)
dengan 𝑄 𝑢,𝑠𝑖𝑛𝑔𝑙𝑒 = daya dukung ultimit tiang tunggal, 𝑄 𝑝 = daya dukung ujung, dan 𝑄 𝑠 = daya dukung selimut.
Daya dukung ultimit yang telah dibagi dengan faktor keamanan dan dikurangi berat dari tiang itu sendiri dinamakan daya dukung izin yang persamaannya adalah sebagai berikut:
𝑄 𝑎 = 𝑄 𝑢,𝑠𝑖𝑛𝑔𝑙𝑒 𝐹𝐾 − 𝑊 𝑝 (4)
dengan 𝑄 𝑎 = daya dukung izin, 𝐹𝐾 = faktor keamanan, dan 𝑊 𝑝 = berat sendiri tiang.

## Daya Dukung Ujung Tiang Pancang
Persamaan  untuk  mencari  nilai  daya  dukung  ujung  tiang  pancang  yang  diusulkan  Meyerhof  (1976)  pada  tanah lempung yang ditunjukkan sebagai berikut:
𝑄 𝑝 = 9𝑠 𝑢 𝐴 𝑝 (5)
dengan 𝑠 𝑢 = kuat geser niralir, 𝐴 𝑝 = luas penampang fondasi tiang.

## Daya Dukung Selimut Tiang Pancang
Daya dukung selimut pada umumnya diformulasikan dalam persamaan untuk tanah berlapis yang ditunjukkan sebagai berikut:
𝑄 𝑠 = 𝛴𝑓 𝑠 𝑝Δ𝐿 (6)
dengan 𝑓 𝑠 = tahanan selimut tiang, 𝑝 = keliling penampang tiang, dan Δ𝐿 = panjang segmen tiang.
Perhitungan daya dukung selimut tiang pancang menggunakan metode α untuk tanah lempung dan Coyle & Castello (1981) untuk tanah pasir yang ditunjukkan sebagai berikut:
𝑄 𝑠 = 𝛼𝑠 𝑢 𝑝Δ𝐿 (untuk tanah lempung)
(7)
𝑄 𝑠 = 𝐾𝜎̅ 𝑣𝑜 ′ tan 𝛿 ′ 𝑝Δ𝐿 = 𝐾𝜎̅ 𝑣𝑜 ′ tan 0,8 𝜙 ′ 𝑝Δ𝐿 (untuk tanah pasir) (8)
dengan 𝛼 =  faktor adhesi, 𝐾 = koefisien tekanan tanah efektif, 𝜎̅ 𝑣𝑜 ′ = tegangan overburden efektif rata-rata, 𝛿 ′ = sudut friksi tiang dengan tanah, dan 𝜙 ′ = sudut geser dalam efektif.

## Daya Dukung Ujung Tiang Bor
Reese & Wright (1977) mengusulkan persamaan untuk mencari nilai daya dukung ujung tiang bor pada tanah lempung yang ditunjukkan sebagai berikut:
𝑄 𝑝 = 9𝑠 𝑢 𝐴 𝑝 (9)
Perlu diperhatikan bahwa tahanan ujung tiang untuk menghitung daya dukung ujung memiliki batas sebesar 40 kg/cm 2 (Reese & Wright, 1977).

## Daya Dukung Selimut Tiang Bor
Perhitungan daya dukung selimut tiang bor menggunakan metode dari Kulhawy (1991) baik untuk tanah lempung maupun tanah pasir yang ditunjukkan sebagai berikut:
𝑄 𝑠 = 𝛼𝑠 𝑢 𝑝Δ𝐿 (untuk tanah lempung)
(10)
𝑄 𝑠 = 𝐾 𝑜 𝜎 𝑣𝑜 ′ tan 𝜙 𝑝Δ𝐿 (untuk tanah pasir) (11)
dengan 𝐾 𝑜 = koefisien tekanan tanah at rest , 𝜙 = sudut geser dalam ( ° ), dan 𝑃 𝑎 = tekanan atmosfer ( ≈ 100 kPa).
Tahanan selimut di sekeliling fondasi tiang untuk menghitung daya dukung selimut memiliki batas sebesar 2 kg/cm 2 (Reese & Wright, 1977).

## Daya Dukung Ultimit dan Izin Tiang Kelompok
Daya dukung tiang kelompok pada tanah yang didominasi oleh tanah lempung merupakan nilai terkecil dari jumlah daya  dukung  ultimit  masing-masing  tiang  tunggal  dalam  suatu  kelompok  tiang  dan  daya  dukung  ultimit  akibat kegagalan blok tiang. Daya dukung ultimit akibat kegagalan blok tiang dihitung dengan persamaan sebagai berikut:
𝑄 𝑢,𝑔𝑟𝑜𝑢𝑝 = 𝐴 𝑔 𝑞 𝑝 + Σ𝑓 𝑠 𝑝 𝑔 Δ𝐿 (12)
dengan 𝑄 𝑢,𝑔𝑟𝑜𝑢𝑝 = daya dukung ultimit tiang kelompok, 𝐴 𝑔 = luas penampang blok, 𝑞 𝑝 = tahanan ujung tiang, 𝑓 𝑠 = tahanan selimut tiang, dan 𝑝 𝑔 = keliling penampang blok.
Sama seperti tiang tunggal, daya dukung izin tiang kelompok diperoleh dengan membagi nilai daya dukung ultimit dengan suatu faktor keamanan.

## Tekanan Lateral Tanah pada Tiang saat Likuifaksi
Menurut Japan Road Association (1996), fondasi tiang  pada saat terjadi likuifaksi mengalami tekanan lateral pasif yang berasal dari tanah yang tidak terlikuifaksi dan tekanan sebesar 30% dari tegangan overburden total tanah pada tanah  yang  terlikuifaksi.  Tekanan  lateral  pasif  dapat  dihitung  dengan  menggunakan  metode  Rankine  yang persamaannya ditunjukkan sebagai berikut:
𝜎 𝑝 ′ = 𝜎 𝑣𝑜 ′ 𝐾 𝑝 + 2𝑐 ′ √𝐾 𝑝 (13)
dengan 𝜎 𝑝 ′ = tekanan lateral pasif tanah, 𝑐 ′ = kohesi tanah, dan 𝐾 𝑝 = koefisien tekanan lateral pasif tanah.

## Perpindahan Lateral Tanah saat Likuifaksi
Pada  saat  terjadi  likuifaksi,  tanah  akan  mengalami  perpindahan  lateral  dan  dapat  diprediksi  besarnya  dengan menggunakan persamaan sebagai berikut (Youd et al, 2002):
log 𝐷 𝐻 = −16,213 + 1,532𝑀 − 1,406 log 𝑅 ∗ − 0,012𝑅 + 0,338 log 𝑆 + 0,54 log 𝑇 15 + 3,413 log(100 − 𝐹 15 ) − 0,795 log(𝐷50 15 + 0,1 mm) (14)
dengan 𝐷 𝐻 = perpindahan lateral tanah (m), 𝑀 = magnitudo gempa, 𝑅 𝑜 = faktor jarak dari fungsi magnitudo gempa (km), 𝑅 ∗ = jarak sumber gempa termodifikasi, 𝑅 = jarak situs ke pusat gempa (km), 𝑆 = kemiringan lereng (%), 𝑇 15 = tebal tanah jenuh yang terlikuifaksi dengan nilai (𝑁 1 ) 60 ≤ 15 (m), 𝐹 15 = persentase butiran halus rata-rata untuk 𝑇 15 (%), dan 𝐷50 15 = ukuran butir rata-rata untuk 𝑇 15 (mm).

## Kapasitas dan Perpindahan Lateral Izin Tiang
Fondasi tiang pada penelitian ini ditinjau gaya dalam dan perpindahan lateralnya terhadap kapasitas momen dan geser retak serta perpindahan lateral izin tiang dari SNI 8460:2017 sebesar 12 mm dalam kondisi kepala tiang bebas ( free- head ) untuk gempa rencana. Momen retak tiang pancang menggunakan spesifikasi dari brosur Wika Beton (lihat Tabel 1) sedangkan untuk tiang bor perlu dihitung dengan persamaan berikut (Badan Standardisasi Nasional, 2019):
𝑀 𝑐𝑟 = 𝑓 𝑟 𝐼 𝑔 𝑦 𝑡 (15)
dengan 𝑀 𝑐𝑟 = momen retak, 𝑓 𝑟 = modulus hancur beton (MPa), 𝐼 𝑔 = momen inersia penampang bruto, 𝑦 𝑡 = jarak dari sumbu pusat penampang bruto ke serat tarik, 𝜆 = faktor modifikasi beton, 𝑓 𝑐 ′ = kuat tekan beton (MPa).
Geser retak pada beton diambil berdasarkan tegangan geser maksimum yang terjadi pada saat di sumbu netral dari penampang. Persamaan untuk menghitung geser retak sesuai bentuk penampang tiang pancang (persegi) dan tiang bor (lingkaran) adalah sebagai berikut:
𝑉 𝑐𝑟 = 𝑓𝑟𝐴 1,5 (untuk penampang persegi) (16)
𝑉 𝑐𝑟 = 3𝑓𝑟𝐴 4 (untuk penampang lingkaran) (17)
dengan 𝑉 𝑐𝑟 = geser retak dan 𝐴 = luas penampang fondasi tiang.
Tabel 1. Momen retak untuk tiang pancang (Wijaya Karya Beton, 2017) Dimensi (mm) Momen Retak (ton m ) 200 x 200 1,55 350 x 350 7,3 500 x 500 18,22

## 2. METODE PENELITIAN
Garis besar prosedur analisis dalam penelitian ini adalah sebagai berikut:
• Menentukan topik yang akan dianalisis dan mengidentifikasi masalah yang akan dibahas dalam penelitian.
• Melakukan studi literatur mengenai gempa bumi, likuifaksi, dan fondasi tiang untuk dasar teori penelitian yang diperoleh berdasarkan referensi dari buku, jurnal, website , dan literatur lainnya.
• Mengumpulkan  dan  mengolah  data  tanah  untuk  menghasilkan  parameter  tanah  akhir  yang  akan  digunakan dalam analisis penelitian.
• Melakukan analisis potensi likuifaksi pada tanah dengan menggunakan metode yang diusulkan oleh peneliti- peneliti sebelumnya.
• Merencanakan fondasi tiang untuk mendapatkan daya dukung aksial tanpa dan dengan pengaruh likuifaksi.
• Melakukan  perhitungan  tekanan  dan  perpindahan  lateral  tanah  untuk  keperluan  input  beban  tiang  dalam program.
• Melakukan pemodelan tanah dan fondasi tiang dengan program analisis tiang dengan beban lateral.
• Memasukkan beban lateral akibat gempa pada tiang melalui program.
• Melakukan  analisis  untuk  mendapatkan  perpindahan  lateral  dan  gaya-gaya  dalam  tiang  seperti  geser  dan momen lentur.
• Melakukan  pengecekan  hasil  perpindahan  lateral  dan  gaya-gaya  dalam  untuk  mengetahui  kegagalan  tiang berdasarkan perpindahan lateral izin dan kapasitas tiang.
• Membuat kesimpulan dari hasil penelitian ini dan saran untuk penelitian yang akan datang.

## Parameter Tanah Desain
Parameter  tanah  desain  yang  digunakan  di  dalam  penelitian  ini  adalah  didapatkan  melalui  korelasi  parameter- parameter dari satu buah boring log dan data laboratorium yang hanya pada kedalaman 2 m dari suatu situs di Kota Padang, Sumatera Barat (lihat Tabel 2).
Tabel 2. Summary parameter tanah desain Kedalaman (m) Jenis Tanah 𝛾 𝑤𝑒𝑡 (kN/m 3 ) 𝛾 𝑠𝑎𝑡 (kN/m 3 ) 𝑠 𝑢 (kPa) 𝜙 ( ° ) 𝑐 ′ (kPa) 𝑃𝐼 (%) 𝐿𝐿 (%) 𝑤 𝑐 (%) 𝐸 (MPa) Atas Bawah 0 4 Clay 17 18 70 4 16 100 129,3 240 10 4 13 Sand 18 21 - 41 - - - 18 20 13 34 Silt 19 19 115 19 30 10 34,5 30 20 34 36 Clay 20 20 195 25 45 15 39,8 21 30 36 43 Silt 20 20 140 25 40 10 34,5 40 25 43 54 Sand 19 21 - 42 - - - 50 30 54 60 Sand 20 21 - 45 - - - 56 40

## Reaksi Bangunan
Bangunan  dalam  penelitian  ini  terdiri  dari  9  lantai  dan  berfungsi  sebagai  rumah  sakit.  Selain  itu,  data-data  reaksi horizontal dari struktur atas untuk analisis fondasi tiang dengan beban lateral juga diperlukan. Reaksi horizontal yang dipakai  merupakan  reaksi  yang  diambil  dari  salah  satu  arah  x  atau  y  yang  menghasilkan  nilai  maksimum  untuk masing-masing posisi kolom sudut, tepi, dan tengah yang ditunjukkan dalam Tabel 3.
Tabel 3. Reaksi horizontal maksimum Posisi Kolom Reaksi Horizontal (ton) Sudut 185,43 Tepi 194,87 Tengah 174,86

## 3. HASIL DAN PEMBAHASAN

## Pengecekan Potensi Likuifaksi pada Tanah
Hasil pengecekan potensi likuifaksi pada tanah untuk metode chinese criteria , Seed et al. (2003), dan Bray & Sancio (2006) ditunjukkan pada Gambar 4 sampai Gambar 6 dan dalam Tabel 4.
Gambar 4. Hasil metode chinese criteria
Gambar 5. Hasil metode Seed et al. (2003)
0 20 40 60 80 100 120 140 0 50 100 150 200 250 L iqui d L im it , L L ( % ) Natural Water Content, w c (%) Chinese Criteria (1982) BH 1 (0-4 m) BH 1 (4-13 m) BH 1 (13-34 m) LL = 35% Tidak Terlikuifaksi Tidak Terlikuifaksi Terlikuifaksi Tidak Terlikuifaksi 0 20 40 60 80 100 120 0 20 40 60 80 100 120 140 P las ti ci ty I n de x , P I (% ) Liquid Limit, LL (%) Seed et al. (2003) BH 1 (0-4 m) BH 1 (4-13 m) BH 1 (13-34 m) Tidak Terlikuifaksi Zona  A (Terlikuifaksi) untuk  wc > 0,8 LL Zona  B (Terlikuifaksi) untuk  wc ≥ 0,85 LL 12 37 47 0 20 40 60 80 100 120 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 P las ti ci ty I n de x , P I (% ) w c / LL Bray dan Sancio (2006) BH 1 (0-4 m) BH 1 (4-13 m) BH 1 (13-34 m) Tidak Terlikuifaksi Rawan  Terlikuifaksi Agak Rawan  Terlikuifaksi 18 12 0,85
Tabel 4. Hasil semua metode pengecekan potensi likuifaksi Metode Chinese Criteria Metode Seed et al. (2003) Metode Bray & Sancio (2006) Berpotensi likuifaksi Berpotensi likuifaksi Berpotensi likuifaksi
Selain hasil ketiga metode di atas, berikut merupakan hasil pengecekan potensi likuifaksi dari metode CSR dan CRR dalam Tabel 5. Pengecekan dilakukan pada tanah pasir ( sand ) dan lanau ( silt ). Percepatan tanah puncak di permukaan ( 𝑎 𝑚𝑎𝑥 ) didapatkan melalui nilai PGA yang diperoleh dari website Desain Spektra Indonesia sesuai dengan lokasi situs yang telah dikalikan dengan faktor amplifikasi PGA ( 𝐹 𝑃𝐺𝐴 ) dari Tabel 10 SNI 1726:2019  (diasumsikan kelas SE), sehingga diperoleh 𝑎 𝑚𝑎𝑥 sebesar 0,866 g.
Tabel 5. Hasil metode CSR dan CRR Kedalaman (m) 𝑁 𝑆𝑃𝑇 CSR CRR FS Status 2 7 Clay Clay - - 3 8 Clay Clay - - 4 8 Clay Clay - - 5 47 0,95 7,0E+11 7,4E+11 Tidak Terlikuifaksi 6 47 0,95 2,4E+07 2,6E+07 Tidak Terlikuifaksi 7 43 0,95 2,0E+03 2,1E+03 Tidak Terlikuifaksi 8 43 0,95 1,8E+02 1,9E+02 Tidak Terlikuifaksi 9 40 0,94 9,08 9,68 Tidak Terlikuifaksi 10 40 0,92 4,00 4,33 Tidak Terlikuifaksi 11 36 0,90 0,92 1,02 Tidak Terlikuifaksi 12 36 0,88 0,69 0,79 Terlikuifaksi 13 36 0,85 0,55 0,65 Terlikuifaksi 14 36 0,82 3,64 4,42 Tidak Terlikuifaksi 15 6 0,79 0,11 0,14 Terlikuifaksi 16 6 0,76 0,11 0,15 Terlikuifaksi 17 6 0,74 0,11 0,15 Terlikuifaksi 18 6 0,71 0,11 0,16 Terlikuifaksi 19 6 0,68 0,11 0,16 Terlikuifaksi 20 6 0,66 0,11 0,16 Terlikuifaksi 21 7 0,64 0,11 0,17 Terlikuifaksi 22 7 0,63 0,11 0,18 Terlikuifaksi 23 7 0,61 0,11 0,18 Terlikuifaksi 24 7 0,60 0,11 0,18 Terlikuifaksi 25 11 0,59 0,13 0,21 Terlikuifaksi 26 11 0,58 0,12 0,21 Terlikuifaksi 27 40 0,57 0,68 1,20 Tidak Terlikuifaksi 28 40 0,56 0,62 1,11 Tidak Terlikuifaksi 29 43 0,56 0,83 1,49 Tidak Terlikuifaksi 30 43 0,55 0,75 1,36 Tidak Terlikuifaksi 31 45 0,55 0,88 1,62 Tidak Terlikuifaksi 32 45 0,54 0,80 1,48 Tidak Terlikuifaksi

## Daya Dukung Ultimit dan Izin Fondasi Tiang Tunggal
Daya dukung fondasi tiang tunggal dipertimbangkan pada dua kondisi, yaitu tanpa dan dengan pengaruh dari likuifaksi yang disajikan dalam Tabel 6 dan Tabel 7 untuk semua kedalaman tiang sebesar 28 m. Pada saat terjadi likuifaksi, daya dukung selimut tiang diabaikan atau bernilai nol pada lapisan tanah yang terlikuifaksi. Faktor keamanan yang digunakan adalah 2,5 untuk tanpa likuifaksi dan 1,5 (FK > 1,1) sesuai SNI 8460:2017 untuk yang memperhitungkan pengaruh  likuifaksi.  Contoh  grafik  daya  dukung  ultimit  terhadap  kedalaman  untuk  tiang  bor  diameter  600  mm ditunjukkan pada Gambar 7.
Tabel 6. Daya dukung tiang pancang tunggal tanpa dan dengan pengaruh likuifaksi Dimensi (mm) 𝑄 𝑝 (ton) Tanpa Likuifaksi Dengan Likuifaksi 𝑄 𝑠 (ton) 𝑄 𝑢 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) 𝑄 𝑠 (ton) 𝑄 𝑢 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) 200 x 200 4,22 119,90 124,12 46,91 40,20 44,42 26,87 350 x 350 12,93 209,83 222,76 80,71 70,35 83,28 47,12 500 x 500 26,39 299,75 326,14 113,32 100,50 126,88 67,46 Tabel 7. Daya dukung tiang bor tunggal tanpa dan dengan pengaruh likuifaksi Diameter (mm) 𝑄 𝑝 (ton) Tanpa Likuifaksi Dengan Likuifaksi 𝑄 𝑠 (ton) 𝑄 𝑢 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) 𝑄 𝑠 (ton) 𝑄 𝑢 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) 300 7,46 111,72 119,18 42,83 46,35 53,81 31,03 600 29,84 223,44 253,28 81,94 92,70 122,54 62,32 1000 82,89 372,40 455,29 128,29 154,50 237,39 104,43
Gambar 7. Contoh grafik daya dukung ultimit tiang bor diameter 600 mm sebelum dan saat terjadi likuifaksi terhadap kedalaman

## Daya Dukung Izin Tiang Kelompok
Berdasarkan persamaan yang telah dijelaskan sebelumnya, berikut merupakan hasil perhitungan daya dukung tiang kelompok baik tiang pancang maupun bor dalam Tabel 8 sampai Tabel 10.
Tabel 8. Daya dukung tiang pancang kelompok
Posisi Kolom Dimensi (mm) Jumlah Tiang Tanpa Likuifaksi Dengan Likuifaksi 𝑄 𝑎 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) Sudut 200 × 200 7 328,36 188,11 350 × 350 5 562,90 322,48 500 × 500 4 938,16 537,46
Tabel 9. Daya dukung tiang pancang kelompok (lanjutan) Posisi Kolom Dimensi (mm) Jumlah Tiang Tanpa Likuifaksi Dengan Likuifaksi 𝑄 𝑎 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) Tepi 200 × 200 12 403,54 235,62 350 × 350 7 564,95 329,87 500 × 500 6 968,49 565,49 Tengah 200 × 200 20 453,29 269,83 350 × 350 12 679,94 404,74 500 × 500 10 1133,23 674,57 Tabel 10. Daya dukung tiang bor kelompok Posisi Kolom Diameter (mm) Jumlah Tiang Tanpa Likuifaksi Dengan Likuifaksi 𝑄 𝑎 (ton) 𝑄 𝑎 (ton) Sudut 300 8 342,63 248,23 600 5 556,77 403,37 1000 3 985,05 713,66 Tepi 300 13 409,68 311,58 600 8 655,49 498,53 1000 6 1065,18 810,11 Tengah 300 23 384,88 313,30 600 13 769,77 626,61 1000 9 1154,65 939,91

## Hasil Tekanan dan Perpindahan Lateral Tanah saat Likuifaksi
Tekanan  lateral  pasif  untuk  tanah  yang  tidak  terlikuifaksi  dihitung  akibat  dari 𝐾 𝑝 𝜎 𝑣𝑜 ′ , 2𝑐 ′ √𝐾 𝑝 ,  dan 𝑢 (jika  tanah berada  di bawah muka  air  tanah)  sedangkan  untuk  tanah  yang  terlikuifaksi  adalah  tekanan  lateral  akibat dari 30% tegangan overburden total (lihat Gambar 8 sampai Gambar 9).
Gambar 8. Diagram tekanan lateral tanah saat terjadi likuifaksi
Gambar 9. Diagram tekanan lateral tanah saat terjadi likuifaksi (lanjutan)
Berikut merupakan perhitungan tegangan air pori setelah adanya peningkatan tegangan air pori pada kedalaman 13 m dan 14 m:
• Kedalaman 13 m: 𝑢 = 𝛾 𝑤 𝐻 + Δ 𝑢 𝑢 = 1 × (11 − 1) m +  𝛾 pasir × (13 − 11) m 𝑢 = 1 × (11 − 1) m +  2,1414 × (13 − 11) m 𝑢 = 14,2828  ton m 2 ⁄
• Kedalaman 14 m: 𝑢 = 𝑢 𝑧=13m + 𝛾 𝑤 𝐻 𝑢 = 14,2828 + 1 × (14 − 13) m 𝑢 = 15,2828  ton m 2 ⁄
Berdasarkan perhitungan di atas, tegangan air pori pada kedalaman 13 m diasumsikan meningkat hingga mencapai nilai yang sama dengan tegangan total tanah dan menyebabkan tegangan efektif tanah tersebut menjadi nol (memenuhi persamaan 𝜎 𝑣𝑜 ′ = 𝜎 𝑣𝑜 − 𝑢 = 0 ).
Perhitungan juga dilakukan untuk mendapatkan perpindahan lateral tanah saat likuifaksi yang hasilnya ditunjukkan dalam Tabel 11. Variabel-variabel seperti 𝑀 dan 𝑅 didapatkan melalui situs https://earthquake.usgs.gov/ untuk gempa terbesar yang pernah terjadi dan yang terdekat dengan situs proyek penelitian ini.
Tabel 11. Hasil perpindahan lateral tanah saat likuifaksi
𝑀 𝑅 𝑜 (km) 𝑅 (km) 𝑅 ∗ (km) 𝑆 (%) 𝑇 15 (m) 𝐹 15 (%) 𝐷50 15 (mm) log 𝐷 𝐻 𝐷 𝐻 (m) 7,6 13,30 59 72,31 0,0011 12 65 0,03 -2,33 4,63E-03

## Kapasitas Momen dan Geser Retak Fondasi Tiang
Kapasitas  momen  dan  geser  retak  dihitung  menggunakan  persamaan  yang  telah  dijelaskan  sebelumnya  dan ditunjukkan dalam Tabel 12.
Tabel 12. Kapasitas momen dan geser retak fondasi tiang
Jenis Tiang Dimensi/Diameter (mm) 𝑀 𝑐𝑟 (ton m) 𝑉 𝑐𝑟 (ton) Pancang 200 × 200 1,55 10,93 350 × 350 7,3 33,46 500 × 500 18,22 68,29 Bor 300 0,84 16,76 600 6,70 67,03 1000 31,03 186,21

## Hasil Gaya Dalam dan Perpindahan Lateral Maksimum
Hasil gaya dalam dan perpindahan lateral dari fondasi tiang didapatkan melalui bantuan program dengan memasukkan beban lateral, tekanan lateral tanah, dan perpindahan lateral tanah yang telah dihitung sebelumnya dengan statusnya terhadap kapasitas dan perpindahan lateral izin ditunjukkan dalam Tabel 13 sampai Tabel 14. Berikut juga ditampilkan contoh  hasil  analisis  dengan  program  untuk  tiang  bor  diameter  600  mm  pada  Gambar  10  sampai  Gambar  11. Perpindahan lateral izin digunakan sebesar 12 mm untuk gempa rencana seperti yang telah dijelaskan sebelumnya.
Tabel 13. Hasil dan status gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum tiang pancang Posisi Kolom Dimensi (mm) 𝑀 𝑚𝑎𝑥 (ton m) 𝑉 𝑚𝑎𝑥 (ton) 𝑦 𝑚𝑎𝑥 (m) Status Terhadap 𝑀 𝑐𝑟 Terhadap 𝑉 𝑐𝑟 Terhadap 𝑦 izin Sudut 200 × 200 103,02 75,44 4,27 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 350 × 350 145,05 78,83 0,73 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 500 × 500 183,51 72,05 0,27 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK Tepi 200 × 200 52,87 43,02 1,80 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 350 × 350 98,12 53,67 0,45 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 500 × 500 111,57 42,21 0,16 TIDAK OK OK TIDAK OK Tengah 200 × 200 18,68 24,03 0,51 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 350 × 350 23,57 23,42 0,044 TIDAK OK OK TIDAK OK 500 × 500 28,87 25,75 0,013 TIDAK OK OK TIDAK OK Tabel 14. Hasil dan status gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum tiang bor Posisi Kolom Diameter (mm) 𝑀 𝑚𝑎𝑥 (ton m)
𝑉 𝑚𝑎𝑥 (ton) 𝑦 𝑚𝑎𝑥 (m) Status Terhadap 𝑀 𝑐𝑟 Terhadap 𝑉 𝑐𝑟 Terhadap 𝑦 izin Sudut 300 78,74 54,75 1,31 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 600 56,37 37,09 0,039 TIDAK OK OK TIDAK OK 1000 101,89 61,81 0,02 TIDAK OK OK TIDAK OK Tepi 300 40,1 31,32 0,57 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 600 31,36 27,35 0,017 TIDAK OK OK TIDAK OK 1000 59,69 56,72 0,01 TIDAK OK OK OK Tengah 300 27,33 31,32 0,19 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 600 30,02 27,35 0,014 TIDAK OK OK TIDAK OK 1000 59,61 56,66 0,009 TIDAK OK OK OK
Gambar 10. Contoh hasil analisis gaya dalam dan perpindahan lateral tiang bor diameter 600 mm
Gambar 11. Contoh hasil analisis gaya dalam dan perpindahan lateral tiang bor diameter 600 mm (lanjutan)
Berdasarkan hasil di atas, dapat disimpulkan bahwa masih terdapat status gaya dalam dan perpindahan lateral yang belum memenuhi persyaratan. Oleh karena itu, dilakukan penambahan jumlah tiang dari yang sebelumnya (lihat Tabel 15 dan Tabel 16) sehingga didapatkan hasil gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum beserta dengan statusnya terhadap kapasitas dan perpindahan lateral izin tiang seperti pada Tabel 17 sampai Tabel 19.
Tabel 15. Jumlah tiang pancang sebelum dan sesudah ditambahkan Dimensi (mm) Kolom Sudut Kolom Tepi Kolom Tengah Sebelum Sesudah Sebelum Sesudah Sebelum Sesudah 200 × 200 7 26 12 27 20 25 350 × 350 5 11 7 12 12 12 500 × 500 4 10 6 11 10 10 Tabel 16. Jumlah tiang bor sebelum dan sesudah ditambahkan Dimensi (mm) Kolom Sudut Kolom Tepi Kolom Tengah Sebelum Sesudah Sebelum Sesudah Sebelum Sesudah 200 × 200 8 18 13 19 23 23 350 × 350 5 9 8 10 13 13 500 × 500 3 5 6 6 9 9
Tabel 17. Hasil dan status gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum tiang pancang setelah jumlah tiang
ditambahkan Posisi Kolom Dimensi (mm) 𝑀 𝑚𝑎𝑥 (ton m)
𝑉 𝑚𝑎𝑥 (ton)
𝑦 𝑚𝑎𝑥 (m)
Status Terhadap 𝑀 𝑐𝑟 Terhadap 𝑉 𝑐𝑟 Terhadap 𝑦 izin Sudut 200 × 200 18,24 24,03 0,32 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 350 × 350 23,57 23,42 0,044 TIDAK OK OK TIDAK OK 500 × 500 28,87 25,75 0,013 TIDAK OK OK TIDAK OK Tepi 200 × 200 18,24 24,03 0,32 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 350 × 350 23,57 23,42 0,044 TIDAK OK OK TIDAK OK 500 × 500 28,87 25,75 0,013 TIDAK OK OK TIDAK OK
Tabel 18. Hasil dan status gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum tiang pancang setelah jumlah tiang ditambahkan (lanjutan) Posisi Kolom Dimensi (mm) 𝑀 𝑚𝑎𝑥 (ton m) 𝑉 𝑚𝑎𝑥 (ton) 𝑦 𝑚𝑎𝑥 (m) Status Terhadap 𝑀 𝑐𝑟 Terhadap 𝑉 𝑐𝑟 Terhadap 𝑦 izin Tengah 200 × 200 18,24 24,03 0,32 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 350 × 350 23,57 23,42 0,044 TIDAK OK OK TIDAK OK 500 × 500 28,87 25,75 0,013 TIDAK OK OK TIDAK OK Tabel 19. Hasil dan status gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum tiang bor setelah jumlah tiang ditambahkan Posisi Kolom Diameter (mm) 𝑀 𝑚𝑎𝑥 (ton m) 𝑉 𝑚𝑎𝑥 (ton) 𝑦 𝑚𝑎𝑥 (m) Status Terhadap 𝑀 𝑐𝑟 Terhadap 𝑉 𝑐𝑟 Terhadap 𝑦 izin Sudut 300 27,33 31,32 0,19 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 600 30,02 27,35 0,014 TIDAK OK OK TIDAK OK 1000 59,70 56,65 0,011 TIDAK OK OK OK Tepi 300 27,33 31,32 0,19 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 600 30,02 27,35 0,014 TIDAK OK OK TIDAK OK 1000 59,70 56,65 0,01 TIDAK OK OK OK Tengah 300 27,33 31,32 0,19 TIDAK OK TIDAK OK TIDAK OK 600 30,02 27,35 0,014 TIDAK OK OK TIDAK OK 1000 59,61 56,65 0,009 TIDAK OK OK OK
Selain penambahan jumlah tiang, akan dicoba dimensi tiang yang diperbesar untuk tiang bor agar dapat memenuhi persyaratan kapasitas momen yang masih belum terpenuhi dengan menggunakan diameter 1200 mm dan 1500 mm. Kapasitas tiang bor diameter 1200 mm dan 1500 mm ditunjukkan dalam Tabel 20. Hasil gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum untuk diameter-diameter tersebut beserta dengan statusnya terhadap kapasitas dan perpindahan izin tiang ditunjukkan dalam Tabel 21.
Tabel 20. Kapasitas momen dan geser retak tiang bor diameter 1200 mm dan 1500 mm
Diameter (mm) 𝑀 𝑐𝑟 (ton m) 𝑉 𝑐𝑟 (ton) 1200 53,63 268,14 1500 104,74 418,96
Tabel 21. Hasil dan status gaya dalam dan perpindahan lateral maksimum tiang bor dimensi baru
Posisi Kolom Diameter (mm) 𝑀 𝑚𝑎𝑥 (ton m) 𝑉 𝑚𝑎𝑥 (ton) 𝑦 𝑚𝑎𝑥 (m) Status Terhadap 𝑀 𝑐𝑟 Terhadap 𝑉 𝑐𝑟 Terhadap 𝑦 izin Sudut 1200 66,81 69,22 0,009 TIDAK OK OK OK 1500 118,05 91,69 0,01 TIDAK OK OK OK Tepi 1200 66,76 69,23 0,009 TIDAK OK OK OK 1500 118,10 91,73 0,01 TIDAK OK OK OK Tengah 1200 66,64 69,26 0,009 TIDAK OK OK OK 1500 118,17 91,80 0,01 TIDAK OK OK OK
Berdasarkan hasil di atas, dapat disimpulkan bahwa kapasitas momen retak masih belum terpenuhi. Dengan demikian, tidak terdapat penampang fondasi tiang yang optimum.

## 4. KESIMPULAN DAN SARAN

## Kesimpulan
Berdasarkan hasil dari penelitian ini, dapat dirumuskan beberapa kesimpulan antara lain sebagai berikut:
• Pada  saat  terjadi  likuifaksi,  baik  dari  tiang  pancang  maupun  bor  untuk  semua  posisi  kolom  bangunan mengalami kegagalan daya dukung aksial yang disebabkan oleh kehilangan tahanan selimut pada tanah yang terlikuifaksi di sekitar tiang.
• Tanah pasir padat yang tidak terlikuifaksi pada kedalaman 4 – 11 m memiliki sudut geser dalam yang cukup besar dan berakibat pada besarnya tekanan lateral tanah pasif pada lapisan tersebut terhadap fondasi tiang.
• Pada saat terjadi likuifaksi, lapisan tanah lanau pada kedalaman 13 – 14 m memiliki tekanan lateral pasif yang besar dibandingkan dengan pada saat sebelum terjadi likuifaksi. Hal ini disebabkan oleh peningkatan tegangan air  pori  pada  lapisan  tanah  sebelumnya  di  mana  lapisan  tersebut  terlikuifaksi  (kedalaman  11-13  m)  yang berakibat  pada  tegangan  air  pori  di  lapisan  tanah  lanau  juga  ikut  meningkat.  Berdasarkan  persamaan  dari metode Rankine, tekanan lateral dari air pori berkontribusi terhadap besarnya tekanan lateral pasif jika lapisan tanah tersebut berada di bawah muka air tanah.
• Semua penampang yang diuji di dalam penelitian ini mengalami kegagalan momen. Hal ini disebabkan oleh pengaruh dari panjangnya tiang yang masuk ke dalam tanah yang berakibat pada besarnya momen lentur tiang yang dihasilkan.
• Pada saat dilakukan penambahan jumlah tiang, momen lentur maksimum akan semakin kecil hingga mencapai batas tertentu di mana tidak dapat berubah lagi. Akan tetapi, kapasitas momen tetap tidak terpenuhi karena momen lentur yang dihasilkan dari tekanan lateral di sepanjang tiang memiliki pengaruh yang besar.

## Saran
Adapun beberapa saran yang dapat dirumuskan untuk penelitian ini antara lain sebagai berikut:
• Diperlukan data laboratorium yang lebih lengkap untuk dapat  memperoleh hasil parameter tanah yang lebih akurat.
• Pengaruh penurunan akibat likuifaksi sebaiknya juga diperhitungkan.

## DAFTAR PUSTAKA
Badan Standardisasi Nasional. (2017). Persyaratan Perancangan Geoteknik (SNI 8460:2017). http://sispk.bsn.go.id/SNI/DaftarList
Badan Standardisasi Nasional. (2019). Persyaratan Beton Struktural untuk Bangunan Gedung dan Penjelasan (SNI 2847:2019). http://sispk.bsn.go.id/SNI/DaftarList . Badan Standardisasi Nasional. (2019). Tata Cara Perencanaan Ketahanan Gempa untuk Struktur Bangunan Gedung dan Nongedung (SNI 1726:2019). http://sispk.bsn.go.id/SNI/DaftarList. Bray, J. D., & Sancio, R. B. (2006). Assessment of the Liquefaction Susceptibility of Fine-Grained Soils. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering , 132 (9), 1165-1177. Bray, J. D., Sancio, R.  B., Riemer, M., & Durgunoglu, H. T. (2004b). Liquefaction Susceptibility of Fine-grained Soils. Proceedings of the 11th International Conference on Soil Dynamics and Earthquake Engineering and 3rd International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering (pp. 655-662). Stallion Press.
Coyle,  H.  M.,  &  Castello,  R.  R.  (1981).  New  Design  Correlations  for  Piles  in  Sand. Journal  of  the  Geotechnical Engineering Division , 107 (7), 965-986.
Idriss, I. M., & Boulanger, R. W. (2008). Soil Liquefaction during Earthquakes . Earthquake Engineering Research Institute.
Japan Road Association. (1996). Design Specifications of Highway Bridges, Part V Seismic Design .
Kulhawy, F. H. (1991). Drilled Shaft Foundations. in H. Y. Fang, Foundation Engineering Handbook (pp. 537-552). New York.
Meyerhof,  G.  G.  (1976).  Bearing  Capacity  and  Settlement  of  Pile  Foundations. Journal  of  the  Geotechnical Engineering Division , 102 (3), 197-228.
Reese,  L.  C.,  &  Wright,  S.  J.  (1977). Drilled  Shaft  Design  and  Construction  Manual .  U.S.  Department  of Transportation.
Seed, H. B., & Idriss, I. M. (1971). A Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential. Journal of the Soil Mechanics and Foundations , 97 (9), 1249-1273. Seed,  H.  B.,  &  Idriss,  I.  M.  (1982). Ground  Motions  and  Soil  Liquefaction  during  Earthquakes .  Earthquake Engineering Research Institute Monograph.
Seed, R. B., Cetin, K. O., Moss, R. E., Kammerer, A. M., Wu, J., Pestana, J. M., . . . Faris, A. (2003). Recent Advances in  Soil  Liquefaction  Engineering:  A  Unified  and  Consistent  Framework. 26th  Annual  ASCE  Los  Angeles Geotechnical Spring Seminar . Keynote Presentation.
USGS. (t.thn.). Search Earthquake Catalog . Dipetik 6
Maret, 2022, dari USGS: https://earthquake.usgs.gov/earthquakes/search/
Wijaya Karya Beton. (2017). PC PILES [Brosur]. Wijaya Karya Beton.
Youd,  T.  L.,  Hansen,  C.  M., &  Bartlett,  S.  F.  (2002).  Revised  Multilinear  Regression  Equations  for  Prediction  of Lateral Spread Displacement. Journal of Geotechnical and Geomechanical Engineering , 128 (12), 1007-1017.